1. CONTENIDO
Método McCabe – Thiele
• Fundamento
• Flujos de entrada y salida, calor suministrado por el rehervidor y calor
retirado en el condensador
• Líneas de operación
Zona de rectificación
Zona de agotamiento
Zona de alimentación
• Relación de reflujo
Limite de operabilidad: reflujo total y mínimo
Reflujo óptimo
Reflujo subenfriado
Vapor sobrecalentado al plato inferior
• Número de etapas ideales
Numero mínimo y máximo de etapas ideales
Localización del plato de alimentación.
• Numero de etapas reales
Eficiencia Global
Eficiencia de Murphree
Eficiencia puntual

2. Método McCabe-Thiele. Fundamento
Es un método grafico basado en el método de Lewis mediante el cual
Lewis,
se puede determinar el numero de platos o etapas teóricas necesarias
para la separación de una mezcla binaria, usa balances de materia con
respecto a ciertas partes de la torre para obtener las líneas de
torre,
operación y la curva de equilibrio y-x para el sistema. Es adecuado en
aquellos casos donde los componentes de la mezcla binaria a separar
son de tal naturaleza que sus mezclas tienen un comportamiento
cercano a la idealidad.
1
8
0,9
0,8
0,7 5
0,6
0,5
0,4
0,3
03
1
0,2
R
0,1
0
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

3. El modelo matemático fue desarrollado bajo el supuesto:
Caudales molares de
vapor y liquido
constantes en cada
sector
Calor de mezcla Columna es
despreciable perfectamente
adiabática
Igualdad de calores latentes Variación de las entalpias
molares de los componentes de especificas de ambas
la mezcla. Calor latente molar fases es despreciable
de vaporización de la mezcla frente al calor latente de
independiente de la vaporización
composición

4. ¿Qué influye sobre las desviaciones de esta condición?
1. Para series homologas, el calor molar de vaporización
generalmente aumenta con el peso molecular. Para condiciones
próximas a las isotérmicas, esto da lugar a una disminución del
flujo molar de vapor a medida que se desciende en las etapas.
2. La temperatura disminuye al ascender en las etapas. Esto da
lugar a un aumento del calor molar de vaporización, pero a una
disminución del calor sensible tanto del liquido como del vapor
para una especie dada.

5. Cuando se
Solo es necesitan mas
aplicable a de 25 etapas
mezclas teóricas
binarias
LIMITACIONES
DEL MÉTODO
MCCABE –
THIELE
THIE E
Cuando las No da
relaciones de información
reflujos son directa de los
menores a requerimiento
1,1Rmin s energéticos
No es recomendable
cuando hay diferencias
de temperaturas
importantes entre plato
y plato.

6. Naturaleza del
condensador,
Fase de la total o parcial Relación de
alimentación reflujo mínima
¿Qué es necesario
conocer para
aplicar el método?
La composición del Presión de la
destilado y del fondo columna, (se
o especificaciones
p considera constante)
)
del producto deseado

7. Número mínimo
de etapas
necesarias, Nmin
Número de Mediante el
etapas Plato óptimo
método se
de de
puede
equilibrio alimentación
determinar
Reflujo mínimo,
Rmin

8. Desarrollo del Método McCabe - Thiele
(
1. Balances externos en la columna (entorno
rojo): para determinar los flujos y composición de
las corrientes de entrada y salida de la columna y
los requerimientos de calor necesario.
a. Balance de materia global:
F=D+B (1)
b. Balance de materia por componente:
F*xF = D*xD + B*xB (2)
c. Balance de energía:
F*HF + QR = D*HD + B*HB + QC (3)

9. 2. Líneas de operación en la zona de
p
V1
yV1 rectificación de la columna
D,
D
a. Sección de rectificación (entorno azul)
V1 L1 Lo xD
1 a.1. Balance de materia global:
V2 L2
Vn = Ln-1 +D (4)
a.2. Balance de materia por componente:
n
Vn Ln-1 Vn*yn = Ln-1*xLn-1 + D*xD (5)
Transformando la ecuación (5) en la ecuación de la recta, se obtiene
(6)
Del supuesto de McCabe-Thiele, los flujos molares son constantes:
L1 = L2 = …… = Ln-1
V1 = V2 = …… = Vn
Línea de operación en la (7)
zona de rectificación

10. Si R = L/D
Realizando un balance de materia en el
condensador:
V=L+D (8)
Al di idi l ecuación (8) entre V y entre D se
dividir la ió t t D,
obtienen las siguientes ecuaciones:
(9) (10)
Sustituyendo (10) en (9) resulta: (11)
( )
Y la ecuación de la línea de operación de la zona de enriquecimiento
en función de la relación de reflujo es:
Línea de operación de la zona
de rectificación en función de (12)
la relación de reflujo

11. Trazado de la línea de operación en la zona de rectificación
T d d l lí d ió l d tifi ió
1,000
y1 1. Se traza el diagrama de
equilibrio y-x y la línea
0,900
y=x
Línea de operación de la y2
zona de rectificación con x2 2. Se ubican en el
0,800
pendiente L/V diagrama las
x1 composiciones las
0,700 y3
corrientes de
alimentación (xF), tope
ntano
0,600
(
(xD) y fondo (xB).
( )
ccion molar de pen
0,500
3. Se determina la
pendiente y/o el punto
0,400
de corte de la línea de
operación de la zona
p
y, frac
0,300
de rectificación.
4. A partir de xD se traza
0,200
una línea con
p
pendiente ( )
(L/V) ó
0,100
R/(R+1) o se utiliza el
punto de corte xD/(R+1)
0,000
xB xF xD
,
0,000 0,100
, 0,200
, 0,300
, 0,400
, 0,500
, 0,600
, 0,700
, 0,800
, 0,900
, 1,000
,
x, fraccion molar de pentano

12. Construcción de la grafica para el plato superior
Utilizando un condensador total
Utilizando un condensador parcial
p

13. b.
b Sección de agotamiento
b.1 Balance de materia global
Ln Vn+1
Ln = Vn+1 + B (13) xL
Ln yV +1
Vn+1
b.2. Balance de materia en el componente más Ln+1 Vn+2
volátil
VN+1
Ln*xLn = Vn+1*yVn+1 + B*xB (14)
LN B
xB
Despejando de la ecuación (14) yVn+1 se obtiene,
(15)
( )
Tomando en cuenta la asunción de McCabe-Thiele, flujos molares
columna,
constante en cada sección de la columna la ecuación (15) toma la
forma,
(16)

14. Trazado de la línea de operación en la zona de agotamiento
1. Se traza el diagrama de 1,000
equilibrio y-x y la
línea y =x
=x. 0,900
2. Se ubican en el
diagrama de equilibrio 0,800
las composiciones de las
corrientes de entrada y 0,700
salida de la columna, xF
y xB.
y, fraccion molar de pentano
0,600
3. A partir de (xB ; yB) se
traza una línea con 0,500
Línea de operación de la
pendiente L’/V’ o se zona de agotamiento de
ubica en el eje y el punto 0,400 pendiente L’/V’
de corte B*xB/V’ y se Rehervidor
traza la línea que pase 0 300
0,300
y
por (xB ; yB) y se
prolonga hasta la curva 0,200
de equilibrio
4.
4 Luego se trazan las 0,100
0 100
etapas teóricas de la
zona de agotamiento 0,000
xB xF
0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600 0,700 0,800 0,900 1,000
x, fraccion molar de pentano

15. c. Sección de alimentación
En el plato donde se introduce la alimentación puede variar la
velocidad del liquido o la del vapor, o la de ambos, dependiendo de la
condición térmica de la alimentación. En la figura 1 se representan en
forma esquemática las corrientes de liquido y vapor que entran y salen
del plato de alimentación, para diferentes condiciones térmicas de la
alimentación. (McCabe, W., Smith, J., Harriot, P., 2007)
L V Liquido L V Mezcla de L V
Liquido frio saturado dos fases
Plato de Plato de Plato de
Alimentación Alimentación Alimentación
L’ V’ L’ V’ L’ V’
L’ > L L’ = L+F L’ > L
V’ > V V = V’ V’ < V
Vapor L V
saturado Vapor L V
Sobrecalentado
Plato de
Alimentación Plato de
L’ V’ Alimentación
L = L’ L’ V’ L’ > L
V = V’ +F V’ < V

16. La contribución de la alimentación al
flujo interno de liquido es q*F y la
contribución de la alimentación al flujo
interno de vapor es (1 –q)*F
–q) F
La “calidad” q, se define como la
Figura 2. Relación entre los flujos por
encima por debajo del plato de
relación entre la cantidad de calor
alimentación (Geankoplis, C. J., 1998)
necesario para vaporizar un mol de
alimentación a las condiciones de entrada y el calor latente de
vaporización de la alimentación ó los moles de liquido que fluyen en
la sección de agotamiento como consecuencia de la introducción
de cada mol de alimentación.
Al aplicar un balance de materia y energía en el plato de
alimentación, se obtienen las siguientes ecuaciones:
F + Vm + Ln = Vn + Lm (17)
FhF + VmHm + Lnhn = VnHn + Lmhm (18)

17. Si se considera derrame molal constante no variaran las entalpias de
constante,
vapor ni las de líquido, de una etapa a otra. Así, HV = Hm = Hn y
hL =hn = hm y la ecuación (18) se puede escribir de la siguiente forma:
FhF + (V’ – V)HV = (L’ – L)hL (19)
Si Vm = V’, Vn = V, Lm = L’ y Ln = L
Combinando las ecuaciones (17) y (19) se obtiene:
donde:
HV: entalpia de la alimentación al p
p punto de rocío
hL: entalpia de la alimentación al punto de ebullición (punto de burbuja)
hF: entalpia de la alimentación a condiciones de entrada

18. Por tanto q tiene los siguientes limites numéricos para las distintas
tanto,
condiciones:
Si la alimentación es liquido saturado, hF = hL y q = 1.
Si la alimentación es liquido frio, hF < hL y q > 1
Si la alimentación es vapor saturado, hF = HV y q = 0
Si la alimentación es mezcla de dos fases HV < hF < hL y 0 < q < 1
fases,
Si la alimentación es vapor sobrecalentado, hF > HV y q < 0
0 < q < 1,0 q = 1,0 q > 1,0
q=0
q<0
Figura 3 Localización de la
3.
línea q a varias condiciones
de alimentación

19. Si la alimentación es liquido frio, el valor de q se obtiene a partir de la
ecuación
(20)
Para vapor sobrecalentado la ecuación es (21)
donde: CpV, CpL: Calor especifico del vapor y el liquido, respectivamente.
Tb, TR : Temperatura de burbuja y de rocío, respectivamente.
λ: Calor latente de vaporización
TF: Temperatura de la alimentación
Los flujos de liquido y vapor por encima y por debajo del plato de
alimentación están relacionados por las ecuaciones que se muestran a
continuación
L’ = L + q*F y L’ – L = q*F (22)
y V = V’ + (1 – q)*F y
( q) V – V’ = (1 –q)*F
( q) ( 3)
(23)

20. En el plato de alimentación se cruzan las líneas de operación de la zona
de enriquecimiento y la zona de agotamiento es decir,
yenriq = yagot y xenriq = xagot
Como las y y las x son iguales en el punto de intersección, se pueden
restar las ecuaciones (16) de la (7) y obtener,
y(V’ – V) = x(L’ - L) - (D*xD + B*xB) (24)
Al sustituir las ecuaciones (2), (22) y (23) en la ecuación (24) se
(2)
obtiene la ecuación de la línea de operación de la zona de
alimentación,,
ó

21. Ejercicios de aplicación.
j p
Calcular de la pendiente de la línea de alimentación para los casos
siguientes:
g
1. Una alimentación de dos fases, con 80% en forma de vapor, a las
condiciones de la columna
columna.
2. Una alimentación de vapor sobrecalentado, donde 1 mol de liquido
se evapora en la etapa de alimentación por cada 9 moles de
e apo a e a e apa a e ac ó po o es
alimentación que entran.
3. Una alimentación liquida subenfriada promedio del liquido es 35 ºF.
q p q
La capacidad calorífica es 30 Btu/lbmol.ºF y λ = 15000 Btu/lbmol.
4. Una mezcla de etanol y agua, formada por 63% en peso de etanol,
se alimenta a 40ºC. La presión es 1,0 kg/cm2.

22. Tabla 1. Resumen d l condiciones d l alimentación.
T bl 1 R de las di i de la li t ió
Tipo de
p T hF q f p
pendiente
alimentación
Liquido TF < Tb,F hF > hL q>1 f<0 > 1,0
subenfriado
Liquido saturado TF = Tb,F hL= hF q=1 f=0 ∞
Mezcla de dos Tb,F<TF<TR, HV<hF<hL 0<q<1 0<f<1 Negativa
fases F
Vapor saturado TF = TR,F hF=HV q=0 f=1 0
Vapor
sobrecalentado TF > TR,F hF > HV q<1 f>1 1 > pendiente
di t
Fuente: Wankat, P 2008
Wankat P.

23. Trazado de la líneas de operación de las tres secciones de la columna
1,000
La línea de
0,900
0 900
operación de la
alimentación se 0,800
deduce de la
i t
intersección d
ió de l la 0,700
0 700
línea de operación
y fraccion molar de pentano
0,600
de la zona de
enriquecimiento y la
d
0,500
0 00
zona de xD/(R+1)
0,400
agotamiento. Por ello
representa todos los
y,
0,300
xD/(R+1)
lugares posibles en
los que se pueden 0,200
cruzar las dos líneas 0,100
para determinada
alimentación (xF, qF) 0,000
0,000
xB
0,100 0,200 0,300 0,400
xF
0,500 0,600 0,700 0,800 0,900
xD
1,000
x,
x fraccion molar de pentano

24. Trazado de la líneas de operación de las tres secciones de la columna
1,000
0,900
Igualmente, si la
0,800
relación de reflujo esta
fija,
fija la línea de 0,700
operación de la zona
y fraccion molar de pentano
de enriquecimiento 0,600
esta fija pero si
fija, la
d
0,500
condición térmica de la
alimentación, q, varia 0,400
el punto de
y,
0,300
intersección, como se xD/(R+1)
observa en la figura. 0,200
0,100
0,000 xB xF xD
0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600 0,700 0,800 0,900 1,000
x, fraccion molar de pentano

25. Tabla 2 Lí
T bl 2. Líneas del diagrama McCabe-Thiele
d l di M C b Thi l
Línea Cual línea describe Pendiente Punto a través del cual
pasa la línea
1. Línea de balance de Balance de componente (xD, xD) si es
componente de la sección de en la sección de L/V condensador total
rectificación (operación) rectificación (yD, yD) si es
condensador parcial
2. Línea de balance de Balance de componente
componente de la sección de en la sección de L’/V’ (xB, xB)
agotamiento (operación) agotamiento
3.
3 Línea a q
Lí Localización d l puntos
L li ió de los
de intersección de las (xF, xF)
líneas de balance de
componentes de las
secciones d agotamiento
i de t i t
y de rectificación
4. Línea diagonal de 45º a. Ubicación de los
puntos donde x = y 1,0 (0, 0) y (1,0 , 1,0)
b. A
b reflujo total
representa las líneas
de balance de
componentes

26. Aprendiste a hacer los balances externos, ahora estas en capacidad
p , p
de responder lo siguiente:
1. ¿Cómo funciona una columna de destilación a contracorriente?
2. Haga un esquema e id tifi
2 H identifique l
las partes d un sistema d d til ió
t de i t de destilación:
explique el funcionamiento de cada parte y el régimen de flujo de cada plato.
3. Plantee y resuelva balances externos de masa y energía para sistemas de
destilación binaria.
4. Una columna de destilación recibe una alimentación formada por 40% mol de
pentano y 60% mol de hexano. La alimentación es 2500 lbmol/h y la
temperatura de la alimentación es 30ºC. La columna esta a 1 atm. Se usa un
condensador t t l El reflujo es un lí id saturado. L relación d reflujo es
d d total. fl j líquido t d La l ió de fl j
L/D = 3. Las colas del vaporizador parcial contienen 99,8% mol de n-hexano.
Deduzca las ecuaciones para: D, B, QR y Qc.
Datos:
λC5 = 11,365 Btu/lbmol
λC6 = 13,572 Btu/lbmol
CpL,C5 = 39,7 (Suponerlo constante)
Cp
C L,nC6 = 51 7 (S
51,7 (Suponerlo constante)
l t t )
CpV,C5 = 27,45 + 0.08148T – 4.538x10-5T2 + 10.1x10-9T3
CpV,nC6 = 32,85 + 0.09763T – 5.716x10-5T2 + 13,78x10-9T3
Estando T en ºC y CpL y CpV en cal/(gmol ºC) ó Btu/(lbmol ºF)
p p (g ) ( )

27. Condiciones limites de operación.
p
Relación de reflujo total.
1. Indica la máxima cantidad de condensado que regresa a la columna.
2. El numero de etapas teóricas es mínima y la altura de la columna es
pequeña
3. El diámetro de la columna es grande
4 El calor en el rehervidor es alto.
4. l l h id lt
En la parte superior de la
columna como todo el vapor
se va a reflujo, L = V , D = 0,
L/V = 1,0 y L/D = ∞
igualmente en l parte i f i
i l t la t inferior
de la columna, L’ = V’, B = 0 y
L’/V’ = 1,0. Las dos líneas de
operación se convierten en la
línea y = x
Figura 5 Reflujo total: A) Columna, B) diagrama McCabe
- Thiele

28. Relación de reflujo mínima: (L/D)min ó (L/V)min
j ( ) ( )
1. Indica la cantidad máxima de liquido que sale como producto
destilado
2. El numero de etapas teóricas es máxima, por ende la altura de la
columna es infinita
3. El diámetro de la columna es pequeño
4. El calor en el rehervidor es bajo
En el punto de
estricción no cambian las
concentraciones de
liquido y vapor de una
etapa a otra.
Figura 6. Reflujo mínimo: A) estricción en la etapa de alimentación, B)
estricción tangente. Fuente: Wankat, P. 2008

29. Relación de reflujo de operación
(1 + 2)
(1)
1,2
1 2 Rmin < Rop < 1 5Rmin
1,5R
(2)
Figura 7. Representación grafica del costo anual, costo fijo y costo total
frente a la relación de reflujo (L/D); para la determinación de la relación de
reflujo óptima (
j p (L/D)optima
)

30. Reflujo subenfriado y vapor sobrecalentado al plato inferior
Como el reflujo y el vapor de fondo son entradas a la columna, se debe esperar
el mismo comportamiento si esas corrientes están subenfriadas o
sobrecalentadas.
El reflujo subenfriado se presenta con frecuencia si el condensador esta a nivel
del suelo Entonces se requiere una bomba para regresarlo a la parte superior
suelo.
de la columna. Un liquido saturado provocara cavitación y dañara la bomba;
entonces se debe subenfriar el liquido para poder bombearlo.
Igualmente, la pendiente de la línea de operación de la zona de
enriquecimiento, L/V, no puede calcularse en forma directa a partir de la
relación de reflujo externo, L/D, porque L y V cambian en el plato superior.
Cuando el reflujo esta sobreenfriado se debe agregar un plato adicional para
calentar el reflujo (Kister 1990)
(Kister,
Una entrada de vapor directo sobrecalentado o un vapor sobrecalentado
dirigido al plato inferior procedente de un vaporizador total causaran
evaporación del liquido dentro de la columna. Esto equivale a un aumento neto
de la relación de vapor al fondo, V’/B, y hace que la pendiente de la línea de
operación en la zona de agotamiento tienda a 1,0 (Wankat, P., 2008).

31. Numero de platos teóricos
p Si el condensador
l d d
es total
1,000
1
0,900
2
0,800
0,700
3
y, fraccion molar de pentano
0,600
e
0,500
0,400
R
,
0,300
xD/(R+1)
0,200
La columna consta de 0,100
3 etapas teóricos +
un calderin 0,000
xB xF
0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600 0,700 0,800 0,900 xD 1,000
x,
x fraccion molar de pentano

32. Si la columna consta de un condensador parcial (C) y un rehervidor parcial
(R )
1,000
C
0,900
La columna 1
consta de 2 0,800
etapas
teóricos + un 0,700
condensador 2
y, fraccion molar de pentano
parcial + un 0,600
rehervidor
e
0,500
0,400
R
,
0,300
xD/(R+1)
0,200
0,100
0,000
xB xF
0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600 0,700 0,800 0,900 xD 1,000
x,
x fraccion molar de pentano

33. Numero de platos teóricos
p
En el punto “2” se
identifican la composición
de la fase liquida de la
etapa t y la composición
de la fase de vapor de la
etapa inferior a la t, etapa
p , p
t-1
En el punto “3” se lee la
composición de la fase
liquida y de vapor en
equilibrio de la etapa t-1.

34. Localización de la etapa de alimentación
L li ió d l t d li t ió
La localización de la etapa de alimentación esta en el punto de cambio
para el trazado de las etapas entre la línea de operación de la zona de
enriquecimiento y la curva de equilibrio y el trazado de las etapas entre la
línea de operación de la zona de agotamiento y la curva de equilibrio
1 Si la columna consta de un
C
2 condensador total la etapa
1
optima de alimentación es
3 la 3
2
Si la columna consta de un
condensador parcial la
etapa optima de
alimentación es la 2

35. Localización de la etapa de alimentación (Cont.)
L li ió d l t d li t ió (C t )
(A) (B)
Figura 8. Localización de la etapa de alimentación: A) Localización de la etapa de
alimentación por encima de la etapa optima B) Localización de la etapa de alimentación por
optima.
debajo de la optima Fuente: Maddox, R y Hines, A. 1985
¿Como influye el número de etapas y la posición del plato de alimentación
en el rendimiento de la columna?

36. Numero d etapas reales: Eficiencia
N de t l Efi i i
La eficiencia indica la desviación de la idealidad, permite comparar el
funcionamiento de una etapa real y una de equilibrio Existen tres tipos de
equilibrio.
eficiencia de platos:
1) Eficiencia global (εo), se refiere a toda la columna
) g (
2) Eficiencia de Murphree (εMV ó εML), se aplica a un solo plato
3) Eficiencia local o puntual (εP), se refiere a una localización especifica
en un plato determinado.
La eficiencia global se define como la cantidad de etapas de equilibrio
necesarias para la separación, dividida entre la cantidad real de etapas
requeridas:
En la cantidad de etapas
reales o de equilibrio no se
incluyen condensadores
parciales ni rehervidores
parciales

37. Eficiencia d M
Efi i i de Murphree
h
La eficiencia de Murphree del vapor es la variación de la composición
del vapor al pasar de un plato al siguiente dividida entre la variación
siguiente,
que tendría lugar si el vapor que sale estuviese en equilibrio con el
liquido que sale del plato (McCabe, W; Smith, J y Harriot, P. 2007).
(24)
Figura 9. Una sección del diagrama donde se observan
cada una de las concentraciones involucradas en la
eficiencia de Murphree (Fuente: Kister, H. 1992)

38. Una vez conocida la eficiencia de Murphree para cada etapa, será fácil
usarla en un diagrama McCabe-Thiele, (Figura 26), yn esta dado por
(25)
El trazado de la curva de
pseudoequilibrio permite
determinar el plato optimo
real de alimentación y el
numero de etapas reales.
Observe que el rehervidor
parcial se considera por
separado, porque tendrá
una eficiencia diferente a
la del
l d l resto d l columna
t de la l
Figura 10. Diagrama McCabe-Thiele para εMV
g g p
Fuente: Wankat, P. 2008

39. Para obtener eficiencias elevadas en cada etapa
• El tiempo de contacto debe ser largo para que ocurra difusión
•La superficie interfacial entre las fases debe ser grande
La
• La turbulencia debe ser relativamente alta para obtener elevados
coeficientes de transferencia de masa.
Si el gas burbujea lentamente a través de los orificios del plato, las
burbujas son grandes, y la superficie interfacial por unidad de volumen
de gas es pequeña, el liquido esta relativamente tranquilo y gran parte
g p q q q g p
de él pasa sobre el plato sin hacer contacto con el gas.
Si la velocidad del gas es relativamente elevada, el gas se dispersa
totalmente en el liquido el cual a su vez es agitado hasta formar
espuma y a su vez las áreas interfaciales son grandes.
Sin
Si embargo, esto puede ocasionar:
b t d i
• Arrastre de liquido: reduce el cambio de concentración en la etapa y
por ende afecta la eficiencia del plato.
• Elevadas caídas de presión: Inundación
Inundación,

40. Métodos empíricos para el calculo de la eficiencia
Drickamer y Bradford presentan una
correlación netamente empírica que
relaciona la eficiencia del plato con una
viscosidad seudomolal de la alimentación
de la columna de fraccionamiento. Ludwig
dice que esta correlación es buena para
los hidrocarburos, los hidrocarburos
clorados, los glicoles, la glicerina y los
compuestos relacionados, y para
algunas absorbedoras y separadoras
ricas en hidrocarburos.
O’Conell presento una correlación
empírica como una función de la
viscosidad de la alimentación y la
volatilidad relativa de los componentes
claves. Ludwig recomienda que se use la
correlación para absorbedoras, solo en
áreas donde da una eficiencia mas
baja que la correspondiente para
fraccionadoras de Drickamer y
Bradford (Fuente: Branan, C., 2000)
Figura 11 Correlaciones empíricas para eficiencias en torres
11.
de destilación y absorción (Fuente: Ludwig, E., ).

41. Resumen del procedimiento de análisis de McCabe-Thiele
1. Trace una figura de la columna e identifique todas las variables
conocidas.
conocidas
2. Para cada sección:
a. Trace una envolvente de balance de masa. Se quiere que
esta envolvente corte las corrientes desconocidas de líquido y
vapor en la sección, y las corrientes conocidas
(alimentaciones, productos especificados o salidas laterales
especificadas).
especificadas) Mientras menos corrientes haya los balances
haya,
de masa serán más simples. Este paso es importante porque
determina la facilidad de los pasos siguientes.
b. Escriba los balances de masa general y del componente mas
volátil
c. Deduzca la ecuación de operación
d. Simplifique
p q
e. Calcule todas las pendientes, ordenadas al origen e
intersecciones.

42. Resumen del procedimiento de análisis de McCabe-Thiele
p
(Cont.)
3. Formule ecuaciones de las líneas de alimentación. Calcule q,
pendientes e intersecciones con y = x x.
4. Para las líneas de operación y alimentación:
a. Grafique todas las líneas de operación y alimentación que se
pueda
b. Si no es posible graficar todas las líneas de operación, escale
las etapas, si se especifica el lugar de la etapa o de cualquier
alimentación o salida lateral
c. Si es necesario, realice los balances externos de masa y
energía. Use los valores de D y B obtenidos en el paso 2
d. Cuando haya graficado todas las líneas de operación, escale
las etapas, determine los lugares del plato óptimo de
alimentación y la cantidad total de etapas. Si lo desea, calcule
p
un número fraccionario de etapa.

43. Selección de las condiciones de operación
•La composición y flujo de la alimentación están usualmente
especificados.
•Las especificaciones de los productos, pueden expresarse en
términos de pureza de los productos o recuperación de cierto
componente.
Los parámetros a seleccionar el diseñador incluyen:
Presión de operación
Relación de reflujo
Condición de la alimentación
Tipo de condensador

44. 1. Presión de Operación
1.1. Si la presión de operación es elevada:
o La separación resulta más difícil (la volatilidad relativa disminuye),
se requieren mas etapas o aumentar el reflujo.
o El calor l
l latente d vaporización di i
de i ió disminuye así, el calor suministrado
í l l i i d
por el rehervidor y retirado en el condensador será menor
oL d
La densidad d l vapor i
id d del incrementa, por t t el diá t d l
t tanto l diámetro de la
columna será menor
o La temperatura en el rehervidor incrementa con la limitante de la
descomposición térmica del material que esta siendo vaporizado,
causando excesivo ensuciamiento
ensuciamiento.
o La temperatura en el condensador incrementa.

45. 1.1.1. Si se usa condensador total, el producto de tope es
liquido, la presión de operación debe ser fijada tomando en
cuenta:
• Si se utiliza como fluido de enfriamiento agua, el punto de burbuja
del producto de tope debe ser alrededor de 10 ºC por encima de la
temperatura del agua de enfriamiento en verano
• Si se utiliza aire como fluido de enfriamiento el punto de burbuja del
enfriamiento,
producto de cabeza debe ser típicamente 20 ºC superior a la
temperatura del aire en verano.
• La presión debe ser la atmosférica si alguna de las condiciones
anteriores permiten la operación al vacio.

46. 1.1.2. Si se usa condensador parcial, el producto de tope es
vapor, la presión de operación debe ser fijada tomando en
cuenta:
• Si se utiliza como fluido de enfriamiento agua, el punto de burbuja
del producto de tope debe ser alrededor de 10 ºC por encima de la
temperatura del agua de enfriamiento en verano
• Si se utiliza aire como fluido de enfriamiento el punto de burbuja del
enfriamiento,
producto de cabeza debe ser típicamente 20 ºC superior a la
temperatura del aire en verano.
• La presión debe ser la atmosférica si alguna de las condiciones
anteriores permiten la operación al vacio.